IntroducciónMINISTERIO DE EDUCACIÓN SUPERIOR INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALÚRGICO DE MOA
“DR. ANTONIO NÚÑEZ JIMÉNEZ” FACULTAD METALURGIA Y ELECTROMECÁNICA
DEPARTAMENTO DE METALURGIA - QUÍMICA
DE GAS NATURAL COMO COMBUSTIBLE, EN EL
PROYECTO FERRONÍQUEL MINERA S.A
Trabajo de diploma en opción al título de Ingeniero Metalúrgico
Sinh Nguyen Duy
Moa 2013
MINISTERIO DE LA EDUCACIÓN SUPERIOR INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALÚRGICO DE MOA
“DR. ANTONIO NÚÑEZ JIMÉNEZ” FACULTAD METALURGIA Y ELECTROMECÁNICA
DEPARTAMENTO DE METALURGIA - QUÍMICA
DE GAS NATURAL COMO COMBUSTIBLE, EN EL
PROYECTO FERRONÍQUEL MINERA S.A.
Trabajo de diploma en opción al título de Ingeniero Metalúrgico.
Diplomante: Sinh Nguyen Duy. Tutores: Prof. Aux. Ing. Amaury Palacios Rodríguez, Dr.C.
Prof. Tit. Ing. José Alberto Pons Herrera, Dr.C.
Moa 2013
“No hay nada más valioso que la Independencia, la Libertad”
HO CHI MINH
VLADIMIR ILICH LENIN
AGRADECIMIENTO
Agradezco…
A mi familia, a mis padres quienes siempre me estimulan y apoyan
inmensamente para que pueda educarme como profesional.
Al gobierno cubano por haberme brindado la oportunidad de conocer y
estudiar en este país heroico. Sin este favor, no habría podido cumplir mis
estudios y sueños.
A mis tutores Dr.C. Amaury Palacios Rodríguez y Dr.C. José Alberto
Pons Herrera por sus paciencias y conocimientos que me han dado. Sin
ellos no habría podido realizar este trabajo.
A mi novia Yaquelín Pérez Charchabal por su gran cariño, sentimiento y
su apoyo durante los cursos de mi carrera en Cuba.
A todos los profesores y amigos con quienes, en cualquier momento,
siempre puedo contar.
RESUMEN
El propósito del presente trabajo fue determinar los índices de consumo del gas natural
como combustible empleado en los procesos de secado y tostación reductora, para la
obtención de ferroníquel en Moa. Para el objetivo planteado, se desarrolló una
metodología de cálculos de los balances de masa y energía de estos procesos, a partir
de la mezcla de minerales limonítico y saprolítico del territorio. Una vez obtenidos los
resultados correspondientes de los balances, se establecieron los índices de consumo
del gas natural como combustible para cada uno de los procesos y se implementó en
hoja de EXCEL tablas dinámicas para sus cálculos, se confeccionó una base de
cálculo la cual permite evaluar los principales parámetros de control bajo diferentes
condiciones tecnológicas y operacionales. Para la validación de la metodología
propuesta, se realizaron los análisis comparativos con otras bases de datos del
proyecto diseñado originalmente utilizando el carbón como combustible.
ABSTRACT
The purpose of this work was to determine the rates of natural gas as a fuel for the dry
and reductive toasting processes, for obtaining ferronickel in Moa. For the proposed
objective, was developed a methodology for calculating the mass and energy balances
of these processes, from limonitic minerals and saprolitic mix. From the methodology
were established consumption rates of natural gas as a fuel for each of the processes
and implemented in a dynamic table of EXCEL for calculations. He compiled a
database which allows evaluating the main control parameters under different
technological and operational conditions. To validate the proposed methodology,
comparative analyzes were performed with other databases originally designed project
using coal as fuel.
1.1. RESULTADOS DE LA REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA ........................................................... 4
1.2. DESARROLLO DE LA INDUSTRIA DEL FERRONÍQUEL A NIVEL MUNDIAL ........................... 6
1.2.1. Clasificación de los minerales para la producción de ferroníquel .................. 8
1.2.2. Características de la tecnología a instalar en la empresa Ferroníquel Minera
S.A en Moa ............................................................................................................. 8
1.3.1. Orígenes del gas natural ............................................................................... 9
1.3.2. Ventajas técnicas del empleo de gas natural como combustible en la
industria................................................................................................................... 9
1.4.1. Principio físico del secado ........................................................................... 11
1.4.2. Secado en horno de tambor rotatorio .......................................................... 11
1.4.3. Factores que determinan la eficiencia del secado ...................................... 12
1.5. TEORÍA DEL PROCESO DE TOSTACIÓN REDUCTORA .................................................. 14
1.5.1. Factores principales que influyen en la eficiencia del horno de tostación
reductora ............................................................................................................... 14
Conclusiones del capítulo ..................................................................................... 17
CAPÍTULO 2. MATERIALES Y MÉTODOS ................................................................ 18
2.1. ESQUEMA TECNOLÓGICO DEL PROCESO DE OBTENCIÓN DE FERRONÍQUEL EN EL
PROYECTO FERRONÍQUEL MINERA S.A ......................................................................... 18
2.2. CARACTERIZACIÓN DE LOS MATERIALES EMPLEADOS ............................................... 19
2.2.1. Caracterización de la mezcla de mena inicial ............................................. 19
2.2.2. Caracterización del agente reductor............................................................ 22
2.3. LEYES Y ECUACIONES EMPLEADAS ......................................................................... 23
2.4. METODOLOGÍA PARA REALIZAR BALANCES DE MASA Y ENERGÍA DEL PROCESO DE
SECADO ...................................................................................................................... 26
2.4.1. Balance de masa......................................................................................... 26
2.4.1.3. Cálculo del combustible (gas natural) ................................................... 28
2.4.1.4. Cálculo del polvo .................................................................................. 28
2.4.1.5. Cálculo del producto final ..................................................................... 28
2.4.1.6. Cálculo de gases salientes del horno de secado .................................. 29
2.4.2. Balance de energía ..................................................................................... 29
2.4.2.1. Calor de la combustión del combustible (Q1) ........................................ 30
2.4.2.2. Calor físico del combustible (Q2) .......................................................... 30
2.4.2.3. Calor físico del aire para la combustión (Q3) ........................................ 30
2.4.2.4. Calor físico del mineral que entra al horno (Q4) .................................... 31
2.4.2.5. Calor físico del mineral producto (Q5) ................................................... 31
2.4.2.6. Calor para el calentamiento y evaporación del H2O (Q6) ...................... 31
2.4.2.7. Pérdida de calor con el polvo (Q7) ........................................................ 32
2.4.2.8. Calor físico de los gases salientes (Q8) ................................................ 32
2.4.2.9. Pérdida de calor al medio ambiente (Q9) .............................................. 33
2.4.2.10. Determinación del consumo de combustible ...................................... 33
2.5. METODOLOGÍA DE REALIZAR BALANCES DE MASA Y ENERGÍA PARA EL PROCESO DE
TOSTACIÓN REDUCTORA .............................................................................................. 34
2.5.1.2. Cálculo del combustible ........................................................................ 34
2.5.1.3. Cálculo del polvo .................................................................................. 34
2.5.1.4. Cálculo del producto final ..................................................................... 35
2.5.1.5. Cálculo de los productos gaseosos ...................................................... 35
2.5.2. Balance de energía ..................................................................................... 35
CONCLUSIONES DEL CAPÍTULO ..................................................................................... 36
3.1. PROCESO DE SECADO ........................................................................................... 37
3.1.1. Resultados del balance de masa para el proceso de secado ..................... 37
3.1.1.1. Cálculo de la mena seca ...................................................................... 38
3.1.1.2. Cálculo de la mena húmeda ................................................................. 38
3.1.1.3. Cálculo del producto final del proceso de secado................................. 39
3.1.1.4. Cálculo del polvo de salida del secadero .............................................. 41
3.1.1.5. Cálculo del combustible (gas natural) ................................................... 42
3.1.1.6. Cálculo de los gases salientes del secadero ........................................ 44
3.1.2. Resultados del balance de energía para el proceso de secado .................. 46
3.2. PROCESO DE TOSTACIÓN REDUCTORA EN HORNOS DE TAMBOR ROTATORIO .............. 48
3.2.1. Resultados del balance de masa para el proceso de tostación reductora .. 48
3.2.1.1. Cálculo del carbón reductor utilizado en el proceso de tostación
reductora ........................................................................................................... 49
3.2.1.2. Cálculo del polvo arrastrado con los gases .......................................... 49
3.2.1.3. Cálculo del producto final del proceso de tostación reductora .............. 50
3.2.1.4. Cálculo del combustible ........................................................................ 52
3.2.1.5. Cálculo de los gases salientes del horno de tostación reductora ......... 53
3.2.2. Resultado del balance de energía para el proceso de tostación ................. 55
3.3. COMPARACIÓN DE LOS ÍNDICES DE CONSUMO DEL GAS NATURAL CON EL CARBÓN COMO
COMBUSTIBLE UTILIZADO EN EL PROYECTO FEMSA ....................................................... 57
3.4. ANÁLISIS ECONÓMICO DEL GAS NATURAL COMO COMBUSTIBLE ................................. 59
CONCLUSIONES DEL CAPÍTULO ..................................................................................... 61
1
INTRODUCCIÓN
En Cuba existe hoy en día una gran necesidad de incrementar las producciones
metalúrgicas, disminuyendo los costos de producción. Por esta razón se han realizado
varios proyectos con el objetivo de aumentar las producciones de níquel y sus
aleaciones, debido a que se cuenta con reservas de gran importancia contenedoras de
este metal.
Con el desarrollo de la metalurgia física en el país, se hace real la posibilidad de
obtener este tipo de producto a partir de las materias primas con lo que aumenta el
valor de las producciones. Se da la posibilidad de exportar los derivados de níquel, no
como concentrados, que son materia prima para otras industrias, sino como
componentes del acero y/o ferroaleaciones.
Cuba cuenta con los recursos minerales que permiten desarrollar la producción de
ferroaleaciones, puesto que en el territorio de Moa hay reservas que hacen atractiva la
posibilidad de construir una planta para la producción de ferroníquel (Fe-Ni), lo que
disminuiría la importación de materiales ferroaleados.
La producción de ferroníquel, por la tecnología convencional, consta de tres procesos
fundamentales: tostación reductora en hornos rotatorios, fusión y refinación en hornos
eléctricos, los cuales procesos necesitan realizar operaciones rigurosamente
controladas para la obtención de un ferroníquel con la calidad deseada.
Los hornos rotatorios son muy utilizados en diferentes ramas de la industria, como en
el caso de los secaderos de minerales, hornos rotatorios para la industria de cemento,
calcinadores de carbonato básico de níquel actualmente utilizados en la Empresa
Comandante Che Guevara para la obtención de sínter de níquel, también se utilizan
en: Nueva Caledonia, Estados Unidos de América, Brasil, República Dominicana,
2
No obstante, los hornos rotatorios poseen características tecnológicas funcionales
totalmente distintas en cuanto a tipos de minerales de alimentación, complejidad de
procesos, reacciones químicas que ocurren y dimensiones requeridas para la tostación
de minerales. Es decir, ellos no pueden ser escalables de forma mecánica, pero sus
funciones pueden ser combinadas como el caso de los hornos rotatorios para la
tostación reductora de minerales oxidados de níquel previa a la fusión en el horno de
arco eléctrico para la producción de ferroníquel.
La producción de ferroníquel en estos equipos se caracteriza por el alto consumo de
energía, ya sea energía eléctrica o combustible. Por lo cual se plantea una variante
alternativa para la producción de ferroníquel en Cuba, utilizando el Gas Natural como
combustible para los procesos de secado y tostación reductora, con el fin de reducir
los costos de producción y su impacto ambiental.
El uso de este combustible en plantas de Ferroníquel, como Cerro Matoso (Colombia)
y Loma de Níquel (Venezuela), confirman las posibilidades de incorporar este gas en la
matriz energética del proyecto Ferroníquel en Moa.
El mundo se ha desarrollado sobre la base de la energía química almacenada por la
naturaleza en los combustibles fósiles y actualmente depende de su disponibilidad,
comercialización y empleo. El carbón mineral impulsó la revolución industrial y
suministró la energía que cambió el mundo en el siglo XIX; luego en el siglo XX, el
petróleo se convirtió en el oro negro que dominó la civilización y determinó el ritmo de
la economía del planeta.
El desarrollo de la tecnología y la evolución de los precios del petróleo han permitido la
explotación, transporte y distribución del gas natural con todas sus ventajas técnicas,
económicas y ecológicas.
Basado en lo anteriormente expuesto se establece el siguiente problema de estudio:
Insuficiente conocimiento sobre las normas de consumo del gas natural como
combustible en los procesos de secado y tostación reductora para la obtención de
ferroníquel en el proyecto Ferroníquel en Moa.
3
Objeto:
Objetivo general:
Calcular los índices de consumo del gas natural como combustible en los procesos de
secado y tostación reductora para la obtención de ferroníquel en el proyecto
Ferroníquel en Moa.
Para dar cumplimiento al objetivo general se plantean las tareas siguientes:
· Gestionar datos prácticos de los procesos de secado y tostación reductora para
la realización de los cálculos.
· Elaborar una base de cálculos de balances metalúrgicos de los procesos
mediante las tablas dinámicas en Excel.
· Realizar cálculos de los balances de masa y energía del proceso de secado.
· Realizar cálculos de los balances de masa y energía del proceso de tostación
reductora.
· Establecer los índices de consumo del gas natural como combustible para los
procesos estudiados.
· Realizar los análisis comparativos con otras bases de datos del proyecto
diseñado originalmente utilizando el carbón como combustible.
Con el fin de darle solución a la problemática anteriormente expuesta, se propone la
siguiente HIPÓTESIS:
Si se realizan los balances de masa y energía de los procesos de secado y tostación
reductora para la obtención de ferroníquel en el proyecto Ferroníquel en Moa, se podrá
conocer económica y tecnológicamente los índices de consumo del gas natural como
combustible.
4
CAPÍTULO 1. MARCO TEÓRICO
En el capítulo se realiza un análisis acerca de los principales trabajos que han tratado
sobre el tema en cuestión, para poder aprovechar sus principales aportes y
experiencias, y así mismo se analizan sus principales deficiencias y cómo poder
superarlas. También se exponen los fundamentos teóricos de los procesos de secado
y tostación reductora, el gas natural como combustible, y las características del
proceso de obtención de ferroníquel en el proyecto Ferroníquel en Moa.
1.1. Resultados de la revisión bibliográfica
La mayoría de las investigaciones relacionadas con el tema analizado, se han
efectuado con la utilización de técnicas del desarrollo de los balances de masa y
energía para el proceso de reducción de los minerales oxidados de níquel.
Hernández & Onichin (1973) realizaron un estudio de la obtención de ferroníquel por
electrofusión a partir de minerales serpentiníticos de Moa. El mineral se mezcló con el
carbón de piedra como agente reductor, cuyo consumo varió desde 4,5 a 6 % del
mineral seco. Se elaboró un balance de masa para la obtención de ferroníquel, sobre
la base del pesaje de los materiales. La extracción de níquel fue de 67 % para el
ferroníquel pobre y de más de 95 % para ferroníquel más rico. De esta forma se
comprobó que las pruebas investigativas de elaboración de serpentinas de Moa por la
vía de electrofusión, mostraron que esta materia prima puede ser elaborada para la
obtención de un ferroníquel de 7 a 12 % y a un mayor contenido de níquel, con una
alta extracción de este y sin adición de fundente.
Por otra parte Rodríguez, M (1976) a través de las pruebas realizadas en la Planta
Piloto de Nicaro planteó las etapas de ocurrencia durante la combustión de
combustible, las cuales se expresan a continuación:
5
§ Absorción de la fase gaseosa
§ Reacción química en la superficie sólida
§ Deserción de los productos gaseosos
§ Difusión de los productos gaseosos.
En el mismo trabajo se planteó el modelo cinético de las reacciones de reducción, el
cual indica que la velocidad de reacción se determina principalmente por la difusión del
gas al interior de las partículas y la concentración de agentes reductores. No obstante
este puede variar de acuerdo a la variación de parámetros tales como temperatura,
presión y concentración. Si se controla la reacción química, el rendimiento será muy
sensible a la temperatura.
Suárez (1993) determinó un análisis de la tecnología de pre-reducción de la serpentina
para la producción de ferroníquel a partir de los minerales serpentiníticos de Cuba,
según el esquema convencional de Hornos Rotatorios – Horno Eléctrico. Se realizó
una sustitución parcial de carbón por un agente clorurante con el objetivo de obtener
un mayor grado de reducción y mejores índices tecnológicos, por la formación de
silicatos de sodio o de calcio, los que disminuyen el punto de fusión de la escoria.
Pero, no se desarrollaron los cálculos sobre la base de las reacciones químicas que
tienen lugar en el proceso.
Riverón (2003) realizó un estudio del balance de masa y energía del horno de arco
eléctrico para la obtención de ferroníquel. Los cálculos se realizaron para en proceso
de pre-reducción en un horno de soleras múltiples. Sin embargo esta tecnología no se
prevé utilizar para la producción de ferroníquel en Moa. El desarrollo de cálculos de los
balances se basa en la determinación de los coeficientes de distribución y de los
grados de transformación de las reacciones, de forma asumida. Por lo que se
presentan errores de cálculos y diferencias inexplicables de los resultados obtenidos.
Pantoja, S (2008) presentó una metodología de cálculos utilizando la técnica de
balances de masa y energía para la determinación de la cantidad de combustible, para
la reducción de los minerales oxidados niquelíferos en el horno de soleras múltiples.
6
Reyes (2011) desarrolló una metodología de cálculo teórico para determinar el
consumo de fuel-oil en el horno de soleras múltiples. Se tuvieron en cuenta los
principales parámetros como masa, composición mineralógica de la mena alimentada
y la eficiencia del horno a partir de las transformaciones físico químicas en las
diferentes zonas del horno, en el régimen de explotación normal. Sin embargo esta
metodología no es aplicable para las características del proceso de fusión en los
hornos de arco eléctrico.
Se observa que en la mayoría de las investigaciones mencionadas se trata de obtener
soluciones de problemas o explicar el comportamiento de los minerales mediante el
desarrollo de balances metalúrgicos con ciertas consideraciones tecnológicas
asumidas.
1.2. Desarrollo de la industria del ferroníquel a nivel mundial
La producción actual de ferroníquel consiste fundamentalmente en la obtención de este
producto para la producción de aceros, los cuales requieren de cantidades
considerables de elementos ferroaleantes que le impregnen las características físicas
mecánicas para su posterior utilización. Los precios del ferroníquel están en
dependencia del contenido de níquel que presente, los cuales varían en dependencia
de la situación del mercado mundial.
Según las informaciones actualizadas por el proyecto Ferroníquel Minera S.A, a
continuación se hace referencia a varias de las principales fábricas a nivel mundial,:
La planta de Ferroníquel de Falcombridge, está localizada en la República Dominicana
y entró en operación en el año 1971 diseñada con una capacidad de 30 000 t/a de
níquel contenido en el ferroníquel. El material es calcinado y reducido en hornos de
tambor rotatorio y luego fusionado en hornos eléctricos obteniéndose un ferroníquel
con un 38 % de níquel, el cual es refinado en hornos de cuchara posteriormente.
La planta PT INCO se encuentra en la isla de Sulamessi, Indonesia. Su capacidad de
diseño es de 150 000 t/a de ferroníquel. En esta planta hay cinco hornos de tambor
rotatorio que calcinan el mineral para la fusión. La energía y el agente reductor son
introducidos al horno en forma de petróleo pesado (60 kg/t de la alimentación del
7
horno) y carbón bituminoso (20 kg/t de alimentación del horno). En dicha planta se
obtiene una mata con un bajo contenido de níquel de aproximadamente un 27 %, la
cual finalmente es refinada en convertidores Pierce-Smith.
La compañía Pacific Metals Company Ltd está localizada en Japón, entró en operación
en mayo de 1957. La producción de ferroníquel en 1997 fue de 41 000 t. El material es
calcinado y fusionado en hornos de tambor rotatorio y de arco eléctrico
respectivamente, obteniéndose un ferroníquel con un 19 % de níquel, posteriormente
es refinado en hornos de cuchara usando carburo de calcio.
La planta de Cerro Matoso S.A está localizada en Colombia y comenzó su operación
en 1982. Una segunda línea se incorporó a comienzos de noviembre del 2000. En
estos momentos, su capacidad de producción se estima en 60 000 t/a de ferroníquel.
Esta planta tiene dos hornos rotatorios, el primero tiene 185 m de largo y 6,1 m de
diámetro, pero el segundo solo tiene 135 m de largo y 6,1 m en diámetro. Ambos son
alimentados a razón de 175 y 165 t/h respectivamente. La mezcla de carbón
bituminoso y antracita es añadida a la alimentación a razón de 4 % de la masa de
mineral seco. Los hornos se calientan a contra corriente con gas natural como
combustible. El material es calcinado en horno de tambor rotatorio y luego es
fusionado en horno de arco eléctrico con lo que se obtiene un ferroníquel con 43,5 %
de níquel. Por último, es refinado en la estación de hornos cuchara usando una escoria
básica bajo condiciones reductoras.
La planta Le Níquel SLN-ERAMET está localizada en Doniambo, Nueva Caledonia.
Fue fundada en 1980 y su primer horno para la fusión de mata fue construido en 1909,
el cual fue remplazado por el horno eléctrico para la producción de ferroníquel. El
material es calcinado en hornos de tambor rotatorio, seguidos de la fusión en hornos
de arco eléctrico, obteniéndose un ferroníquel de 22 a 28 % de níquel. El mismo es
refinado en hornos de cucharas usando carburo de calcio como reactivo.
La principal empresa productora de ferroníquel en Brasil es la de Morro do Níquel S.A
en Peatapolis, Minas Gerais que comenzó a funcionar en 1962. El mineral es de tipo
silicato que contiene aproximadamente 2 % de níquel y 6 % de hierro. Es secado y
precalentado a 815,56 °C en un horno rotatorio de 2,44 m de diámetro y 51,82 m de
8
largo. Al calcinado se le añade carbón, luego es fusionado en un horno eléctrico de
4 800 kVA equipado con tres electrodos de autococción. El ferroníquel crudo obtenido
contiene aproximadamente 30 % de níquel.
1.2.1. Clasificación de los minerales para la producción de ferroníquel
El níquel se encuentra en la naturaleza en dos formas: minerales sulfurosos y
oxidados. Aproximadamente 36 % de las reservas de níquel en el mundo occidental se
presenta en forma de sulfuros y el 64 % como minerales oxidados. Según la
composición química, los minerales lateríticos se clasifican en dos grupos principales:
§ Minerales de alto magnesio: saprolita o serpentina, que como regla son
procesados por fusión. Este proceso consiste en que el níquel sustituye al
magnesio en la malla de los silicatos de magnesio, y puede lograrse por la fusión
bajo condición reductora.
§ Minerales de alto hierro y bajo magnesio, son conocido como limonita. El níquel
es relativamente débil enlazado con la goethita y por tanto se puede recuperar
mediante la reducción selectiva por lixiviación amoniacal, con alto contenidos de
níquel y cobalto recuperados.
1.2.2. Características de la tecnología a instalar en la empresa Ferroníquel Minera S.A en Moa
La tecnología de obtención de ferroníquel a instalar en la empresa Ferroníquel Minera
S.A tiene las características siguientes:
§ Posibilidad demostrada de utilización de mezclas metalúrgicas: limonita +
saprolita + polvos.
§ Aplicación del sistema: aglomeración – homogeneización en secaderos.
§ Utilización de carbón como combustible y reductor.
§ Sistema de limpieza de los polvos de secaderos por vía húmeda.
§ Granulación escorias de refinación y su utilización industrial.
§ Recuperación de níquel en ferroníquel y en las escorias.
9
1.3. Caracterización del gas natural como combustible
El gas natural es un combustible fósil formado por un conjunto de hidrocarburos que,
en condiciones de reservorio, se encuentran en estado gaseoso o en disolución con el
petróleo.
El principal componente del gas natural es el metano, que usualmente constituye el
80 % del mismo, y otros componentes en proporciones menores tales como etano,
propano, vapor de agua, sulfuro de hidrógeno, dióxido de carbono y nitrógeno.
1.3.1. Orígenes del gas natural
El gas, como el petróleo, se encuentra en el subsuelo, contenido en los espacios
porosos de ciertas rocas, en estructuras geológicas llamadas yacimientos los cuales
pueden ser de tres tipos:
§ Yacimientos de gas asociado, donde el gas está disuelto o separado pero en
contacto con el petróleo.
§ Yacimientos de gas seco, donde el producto principal o único es el gas mismo.
§ Yacimientos de condensados, donde el gas se encuentra mezclado con
hidrocarburos líquidos y a este tipo de gas se le denomina gas húmedo.
1.3.2. Ventajas técnicas del empleo de gas natural como combustible en la industria
Al tener en cuenta las ventajas económicas, en realidad también resulta que el gas
natural es un combustible considerablemente mejor en todos los aspectos a todos los
demás; así se puede demostrar, analizando algunas consideraciones técnicas en las
tres etapas de empleo de combustibles en plantas industriales: pre-combustión,
combustión y post-combustión.
Etapa de pre-combustión
Cuando llega el gas natural a una región, necesariamente se ha construido
gaseoductos para transporte y distribución. Al considerarse que el gas natural no
requiere más instalaciones de precombustión que la estación de recepción y el circuito
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interno de distribución por tuberías, es decir, no requiere preparación previa a su
utilización, como por ejemplo, calentarlo, pulverizarlo o bombearlo como ocurre con el
petróleo o el carbón.
Etapa de combustión
La única desventaja asumible del empleo de gas natural en algunos procesos
industriales, precisamente por la facilidad de su combustión, resulta la menor
emisividad de la llama del gas natural, lo cual teóricamente representa una menor
transferencia de calor por radiación. En la práctica, ha podido comprobar que siempre
se puede compensar tal deficiencia, aplicando la tecnología adecuada y efectuando
una correcta regulación de la llama.
Sin embargo, aprovechando la facilidad de combustión del gas natural se puede
conseguir combustión completa utilizando menores excesos de aire, lo cual puede
permitir actuar convenientemente sobre la temperatura de llama.
Etapa de post-combustión
La limpieza de los gases de combustión del gas natural representa una ventaja
ecológica desde el punto de vista de control ambiental, pero un verdadero desperdicio
desde el punto de vista energético, porque representa energía útil que en lugar de
arrojarse a la atmósfera podría convertirse en calor útil en innumerables aplicaciones
industriales.
Reacciones de la combustión
En la combustión homogénea, la reacción química comienza tan pronto como la
mezcla de combustible y aire tiene lugar. La mezcla del combustible con el aire se
produce a consecuencia de la turbulencia que se induce en la corriente aire/gas a la
salida del quemador y las diferencias de densidad entre la llama y los alrededores. Las
reacciones de la combustión completa del gas natural son:
CH4(g) + 2O2(g) = CO2(g) + 2H2O(g) (1.1)
2C2H6(g) + 7O2(g) = 4CO2(g) + 6H2O(g) (1.2)
C3H8(g) + 5O2(g) = 3CO2(g) + 4H2O(g) (1.3)
11
2H2S(g) + 3O2(g) = 2SO2(g) + 2H2O(g) (1.4)
El nitrógeno contenido en el gas natural se comporta como inerte en el proceso de
combustión, ya que la formación de óxidos de nitrógeno no afecta la cantidad de aire
necesario para la combustión.
1.4. Teoría del proceso de secado
El proceso de secado de un material va destinado a eliminar el agua presente en el
mismo para poder ser tratado posteriormente de acuerdo a los requerimientos
tecnológicos.
Este proceso puede ser realizado en varios equipos cómo son: Estufas, hornos
directamente aplicándole calor a un recipiente que contenga dicho material.
En este caso particular, se emplean los hornos de tambor rotatorios que son equipos
definidos y usados con frecuencia para estos procesos.
1.4.1. Principio físico del secado
El proceso de secado está caracterizado simultáneamente por una transferencia de
calor y otra de masa.
Mientras en la superficie de la sustancia se produce un proceso de evaporación
superficial, en el que la velocidad de extracción de la humedad, llamada velocidad de
secado, estará afectada por la transferencia de calor y de masa en la superficie del
material.
1.4.2. Secado en horno de tambor rotatorio
El horno se compone de forma general por los siguientes equipos y agregados: cilindro
metálico horizontal, puntos de apoyo, el mecanismo de movimiento, los quemadores y
el enfriador. Además de estos elementos constructivos principales, los hornos de
tambor rotatorio pueden tener agitadores e intercambiadores de calor, así como
instalaciones especiales para la alimentación de los materiales sólidos y gaseosos.
Estos hornos pueden ser cortos (hasta 8 metros) y largos (mayores de 8 metros) y
12
poseen en su interior elementos levantadores que son los encargados de permitir la
transferencia de calor entre el gas caliente y el mineral, además el tambor secador
posee un sistema motriz, acoplado al cuerpo de este, que le permite rotar alrededor de
su eje.
El tambor secador exteriormente se apoya en dos llantas que posee sobre dos pares
de rodillo. Por otra parte, internamente el secadero está formado cerca de la cámara
de combustión por unas guías o deflectores soldados al cuerpo del tambor que son los
que dirigen el mineral hacia el interior de la parte cilíndrica del tambor.
1.4.3. Factores que determinan la eficiencia del secado
Los factores fundamentales que influyen en la eficiencia del secado son los siguientes:
§ Características del mineral alimentado: Aquí se tiene en cuenta entre otros
factores, la granulometría y humedad del mineral alimentado, los que están
relacionados directamente. La alimentación de un mineral muy fino dificulta el
proceso de secado debido fundamentalmente a que se elimina solo el agua
superficial, quedándose el agua reticular o interna que ayuda a la aglomeración del
mineral, provocando un aumento de humedad en el producto secado.
Por tanto es necesario homogeneizar el mineral antes de alimentar a los secaderos
para mejorar la humedad del producto final. Es decir que se disminuye el consumo
de combustible y se mejora la eficiencia de los tambores secadores.
§ Tiempo de retención del mineral: Este factor determina el tiempo medio necesario
de permanencia del mineral dentro del secadero para que sea tratado de forma
adecuada, ya que el mineral en dependencia de otros factores, puede tardar
mayor o menor tiempo al llegar al final del secadero.
Este tiempo se determina de forma experimental y es importante conocerlo para
garantizar un producto con las características correctas, el cual se determina a
través de la expresión siguiente:
T= SDDN
L×00783.0
N-Velocidad de rotación (r/min).
Esta ecuación determina el tiempo de retención o también llamado tiempo de
residencia del mineral.
§ Velocidad del gas: Este factor es importante y se calcula en base a la capacidad
del secadero. Una velocidad alta de los gases caliente provoca poco contacto
entre las fases (gases y mineral) lo que conlleva a un secado deficiente del
mineral. Además el arrastre de polvo aumenta llevando consigo partículas con alto
contenido de humedad que pueda afectar el sistema de limpieza de gases. De lo
contrario, una baja velocidad de los gases, que puede ser producto de una
condición de avería o mala operación puede provocar un recalentamiento de la
superficie del secado, un deficiente secado debido a la saturación de estos gases
calientes y también recalentamiento de la cámara de combustión con posible
desprendimiento de ladrillos. Por esto, la velocidad de los gases debe ser la
adecuada (según cálculo) para garantizar una buena operación durante el secado.
§ Temperatura del aire o gas: Ocurrirá lo mismo que lo antes escrito ya que la
velocidad depende directamente de la temperatura, además con gases muy
calientes se afecta el sistema de colección de polvo en los electrofiltros, puesto
que la eficiencia decae producto de que los gases arrastran el polvo (con un
diámetro pequeño la cortina de mineral que se forma recorre un tramo muy corto lo
que no le permite estar mayor tiempo en contacto con los gases). Todo lo contrario
ocurre cuando se usa un diámetro grande. El diámetro se calcula en dependencia
de la cantidad de mineral, entre otras cosas, y no puede ser infinitamente grande
porque el consumo de energía es proporcional al diámetro y a la carga del tambor
secador.
14
§ Longitud del secado: También se tiene en cuenta desde el punto de vista de la
capacidad del secadero. Esta longitud debe ser tal que permita el secado del
material (mineral) que se alimenta hasta la humedad requerida a la máxima
capacidad.
En la primera mitad del tambor la humedad se elimina en mayor cuantía por estar
los gases más caliente siendo requerida la longitud restante para liquidar una
cantidad pequeña de humedad.
1.5. Teoría del proceso de tostación reductora
En sentido metalúrgico, la tostación reductora de una sustancia mineral es la
descomposición térmica sin llegar a la temperatura de fusión de la misma y
necesariamente el proceso se lleva a cabo con presencia de un agente externo que en
este caso es el reductor. El objetivo de la tostación reductora es eliminar del mineral la
materia estéril de naturaleza gaseosa, facilitando la posterior reducción o su
asimilación por baños fundidos. El dióxido de carbono, y el agua de composición, por
su elevada capacidad calorífica y capacidad oxidante, enfrían la carga, queman
carbón, y diluyen los gases de reacción aumentando el caudal a depurar.
1.5.1. Factores principales que influyen en la eficiencia del horno de tostación reductora
Los principales factores que influyen en la eficiencia del horno de tostación reductora
son las siguientes:
§ Temperatura: es un parámetro fundamental en todo el proceso pirometalúrgico,
ya que la temperatura facilita el cambio de estado o el debilitamiento de la
estructura cristalina del mineral procesado. El perfil de temperatura se mantiene
mediante la utilización de los quemadores de combustible que se encuentran en
las cámaras de combustión.
Durante la operación del horno se debe mantener un perfil de temperatura que
garantice un calentamiento gradual para que la eliminación de agua interna en los
silicatos no sea brusca y no se afecte la extracción del níquel.
15
§ Granulometría de la materia prima: Por este ser un proceso heterogéneo la
granulometría de la materia influye en los buenos resultados de reducción. Las
reacciones ocurren fundamentalmente en la línea divisoria de las fases y la
velocidad de la reacción está determinada por la penetración del gas al interior de
la partícula. Si estas son pequeñas, aumentará la superficie activa del mineral,
será mayor el contacto entre las fases, lo que incide directamente en la
conversión de la reacción.
§ Composición de la materia prima: Atendiendo a esta se fijan las temperaturas en
el horno y el régimen de calentamiento de mineral así por ejemplo, cuando el
mineral es serpentinítico o sea que su porcentaje de hierro sea bajo, el régimen
de temperatura debe ser más alto, así como la concentración de reductores debe
ser elevada para reducir el níquel en el momento del debilitamiento de los
cristales por la expulsión de agua cristalina. Para el mineral laterítico las
condiciones de reducción pueden ser menos severas ya que estos minerales se
reducen a bajas temperaturas (alrededor de 500 °C).
§ Estabilidad en la alimentación: La inestabilidad en la alimentación al horno afecta
seriamente el perfil de temperaturas, y por ende la operación del mismo, ya que
todas las condiciones son fijadas para el tonelaje a procesar.
§ Tiempo de retención: En este equipo éste es un factor que incide directamente en
los resultados de la reducción por el grado de terminación de la reacción.
1.5.2. Transformaciones físico-químicas que ocurren durante el proceso de tostación reductora en el horno de tambor rotatorio
Al horno es alimentado un material que está compuesto por elementos metálicos
oxidados. Junto con el material se añade también el reductor, con el objetivo de
mezclar ambos reactivos y reducir parcialmente hasta su fase metálica al óxido de
níquel, óxido de cobalto, y al óxido de hierro II, una parte hasta hierro metálico y otra
hasta óxido de hierro.
Tecnológicamente, el horno se divide en las zonas correspondientes al régimen de
temperatura prefijada de los materiales, las cuales se muestran en la figura 1.1.
16
Figura 1.1. Las zonas tecnológicas en el interior del horno
En la zona de evaporación, ocurre la eliminación de la humedad externa de los
minerales. Y luego, en la zona de calentamiento se disocian la goethita y la gibbsita en
un rango de temperatura de 110 a 750 ºC. Por último en la zona de tostación se
disocian los demás minerales (serpentina, nontronita, halloysita), excepto la cromo-
espinela y ocurre además la reducción parcial del níquel y hierro para la formación de
prototipo de ferroníquel a las temperaturas de 750 hasta 1100 ºC.
Las transformaciones que ocurren en el interior del horno se pueden expresar por las
siguientes ecuaciones:
2FeOOH(s) = Fe2O3(s) + 3H2O(g) (1.6)
Fe2(Si4O10)(OH)2·H2O(s) = Fe2O3(s) + 4SiO2(s) + 2H2O(g) (1.8)
Mg6(Si4O10)(OH)8(s) = 6MgO(s) + 4SiO2(s) + 4H2O(g) (1.9)
6Fe2O3(s) + C(s) = 4Fe3O4(s) + CO2(g) (1.10)
2Fe3O4(s) + C(s) = 6FeO(s) + CO2(g) (1.11)
2FeO (s) + C(s) = 2Fe(s) + CO2(g) (1.12)
2NiO(s) + C(s) = 2Ni(s) + CO2(g) (1.13)
2CoO(s) + C(s) = 2Co(s) + CO2(g) (1.14)
C (s) + 1/2O2(g) = CO(g) (1.15)
17
Conclusiones del capítulo
Ä Como resultado de la revisión bibliográfica relacionada con la temática
desarrollada, se comprobó que no existe información técnica, sobre el uso del
gas natural como combustible en los procesos de producción de ferroníquel.
Ä Los parámetros fundamentales que se consideran durante los procesos de
secado y tostación reductora en el horno de tambor rotatorio son: la humedad, el
consumo del agente reductor, el consumo de combustible.
18
CAPÍTULO 2. MATERIALES Y MÉTODOS
Los métodos a utilizar en cualquier investigación y su posterior ejecución son las
herramientas fundamentales para asegurar la teoría de dicha investigación. Por estas
razones, se describen los materiales y métodos utilizados en el transcurso del trabajo.
En el capítulo se caracterizan los materiales empleados y luego se desarrolla una
metodología para los cálculos de balances de masa y de energía en los procesos de
secado y de tostación reductora de los minerales que utilizará la planta de Ferroníquel
en Moa.
2.1. Esquema tecnológico del proceso de obtención de ferroníquel en el proyecto Ferroníquel Minera S.A
La tecnología de producción de ferroníquel a emplear en el proyecto Ferroníquel
Minera S.A se muestra en la figura siguiente:
Figura 2.1. Esquema tecnológico del proceso de obtención de ferroníquel
En la figura 2.1 se muestra que la tecnología de obtención de ferroníquel consiste en
cinco procesos fundamentales como son: preparación mecánica del mineral, secado,
tostación reductora, fusión y refinación.
19
El mineral extraído de la minería, se caracteriza y se selecciona según sus
propiedades físicas y químicas, luego se alimenta a la trituración primaria,
reduciéndose el tamaño del material de 600 mm hasta 200 mm, luego es trasladado
por bandas transportadoras hasta la trituración secundaria, donde se mezcla con los
polvos colectados en las plantas de calcinación, fundición y refinación, con el objetivo
de aprovechar los polvos, reducir la humedad del mineral y favorecer la trituración del
mineral hasta 75 mm.
El mineral triturado pasa por el proceso de secado, reduciéndose la humedad de 26 a
20 %. El mineral seco se somete a la trituración terciaria para reducir el tamaño hasta
30 mm y de ahí ser alimentado a los hornos de tostación reductora.
En el área de calcinación, el mineral mezclado con el carbón reductor será secado,
tostado y pre-reducido en los hornos de tostación horizontales. El producto tostado
caliente pasará por cribas rotatorias acopladas a cada horno de tostación. Luego se
alimentará al horno de fusión eléctrico donde el cual será reducido, fusionado y el
ferroníquel crudo será separado de la escoria. El metal será descargado y transportado
al área de refinación del ferroníquel crudo. En el proceso de refinado se utilizan
diferentes aditivos, para eliminar las principales impurezas: Carbono, Fósforo, Azufre.
El ferroníquel refinado es granulado y embasado como producto final para su
comercialización.
2.2. Caracterización de los materiales empleados Los materiales a emplear en la investigación son: la materia prima (mezcla de menas),
la mezcla carbón antracita y bituminoso como agente reductor y el combustible (Gas
Natural).
2.2.1. Caracterización de la mezcla de mena inicial
La composición química de los principales tipos tecnológicos de menas del yacimiento
Yamaniguey, que se muestra en la tabla siguiente:
20
Tabla 2.1. Composición química por tipo tecnológico de mena
Litología Ni Co Fe MgO SiO2 Fe/Ni SiO2/MgO FL 1,590 0,135 38,630 4,640 12,690 25,300 4,000 FS 2,000 0,055 21,430 18,380 27,230 11,200 1,600
FD1 2,200 0,047 21,870 19,750 25,900 9,900 1,400 FD2 1,310 0,030 14,530 27,580 33,900 10,900 1,200
FL: Mineral Ferroníquel Limonítico, FS: Mineral Ferroníquel Saprolítico (serpentina blanda), FD1: Mineral
Ferroníquel Duro (serpentina dura tipo 1) y FD2: Mineral Ferroníquel más duro (serpentina muy dura).
Del análisis de la tabla 2.1 se observa el siguiente comportamiento de los elementos
principales y las variables que se consideran en el mineral inicial de alimentación a la
planta:
Níquel: Su comportamiento es relativamente estable para todas las fases
mineralógicas expuestas. Siendo las muestras de saprolita y serpentina dura (FS y
FD1) las que más aportan níquel; después le sigue la muestra limonita (FL) y por
último la FD2.
Hierro: Su contenido es relativamente alto en la muestra limonita (FL), y esto se
disminuye notablemente en las muestras de serpentina.
Relación sílice-magnesio: Su comportamiento es similar (≤ 1,4 como promedio), con
tendencia a disminuir ligeramente según la dureza de los minerales. La muestra
Ferroníquel limonítico (FL) posee la mayor valor de esta relación.
Relación Fe/Ni: Se corrobora el incremento de la relación Fe/Ni para la muestra
limonita (FL), que contiene mayor porcentaje del hierro. Entre las demás muestras de
minerales esta relación es considerable uniforme.
A partir de los resultados obtenidos de la composición de las muestras tecnológicas se
obtienen diferentes mezclas de minerales que cumplen las características deseadas,
una de las cuales presenta la composición química como en la tabla siguiente:
Tabla 2.2. Composición química de la mezcla de minerales
Se observa en la tabla 2.2 que la composición química deseada de la mezcla no es
21
una composición promedio de las muestras tecnológicas expuestas.
Las variantes de alimentación a la planta de Ferroníquel en Moa estudiadas hasta los
niveles de pre-reducción, a través del análisis mineralógico (DRx) en CEDINIQ – Moa
se confirman la posibilidad de utilizar mezclas de minerales limoníticos y saprolíticos.
Las cuales poseen principales características mineralógicas mostradas en la figura 2.2.
Figura 2.2. Difractogramas típicos de los minerales presentes en el yacimiento
Yamanigüey
Por siguiente, el mineral cernido por la criba de 75 mm para cada tipo tecnológico de
menas fue almacenado. Posteriormente fue muestreado para realizar estudio de
caracterización granulométrica por vía seca.
22
En la figura 2.3, se muestran las curvas de distribución granulométrica sumaria (por
menos) para cada tipo tecnológico de mena recibidas.
Figura 2.3. Distribución granulométrica para cada tipo tecnológico
Como se observa en la figura 2.3, los minerales del tipo saprolíticos (FS, FD1 y FD2)
presentan curvas de distribución granulométricas semejantes. La muestra FL posee un
incremento en peso de la fracción menor de 6,3 mm de 28,5 % con respecto a la FD1 y
algo inferior a la FD2 (20,2 %).
2.2.2. Caracterización del agente reductor
Para el proceso de tostación reductora se utiliza la mezcla del carbón antracita y el
bituminoso como agente reductor. Esta mezcla posee las características deseadas
para el proceso de tostación reductora, la cual tiene la composición química expuesta
en la tabla 2.3.
Tabla 2.3. Composición química la mezcla de carbón
Componente C A W Otros Total %, kg 62,300 8,536 5,406 23,758 100,000
Se observa en la tabla 2.3 que la composición química de la mezcla es la composición
deseada que favorecerá al proceso de reducción del mineral en cuanto a su presencia
en las últimas zonas tecnológicas del horno.
23
La composición del gas natural incluye diversos hidrocarburos gaseosos, con
predominio del metano, por sobre el 90 %, y en proporciones menores etano, propano,
butano, pentano y pequeñas proporciones de gases inertes como dióxido de carbono y
nitrógeno. El gas natural seleccionado como combustible posee una composición típica
como la siguiente:
Tabla 2.4. Composición química de los compuestos en el gas natural
Por otra parte, se ha determinado su composición química de los elementos que lo
componen, la cual se muestra en la tabla 2.5.
Tabla 2.5. Composición química de los elementos en el gas natural
Se observa en la tabla 2.5 que el gas natural posee un alto porcentaje del carbono y
una relación aproximada C/H de 3, los cuales resultan que su poder calorífico es
mayor en comparación con los demás combustibles conocidos y utilizados en la
práctica industrial.
2.3. Leyes y ecuaciones empleadas
Para la realización del cálculo de balance de masa y energía se utilizan
frecuentemente las leyes siguientes:
Ø Ley del contenido.
Ø Ley de conservación de la masa.
Ø Ley de conservación de energía.
Compuesto CH4 C2H6 C3H8 H2S N2 CO2 Total %, kg 97,000 1,143 0,200 0,007 1,280 0,370 100,000
Elemento C H O S N Total %, kg 73,944 24,500 0,269 0,007 1,280 100,000
24
Ley del contenido másico
Esta ley plantea que el porcentaje de los elementos o compuestos en un flujo másico
es la fracción de los mismos en la masa que los contiene (flujo).
%100 )( ))(())(( ×=
%100 )())(())(( MPmxmeLeyxmem ×
%))(( kgxmem × =
donde:
))(( xmeLey , es el porcentaje de metal (x) que hay en la materia prima inicial, %
))(( xmem , es la masa de metal (x) que se desea calcular, kg;
)(MPm , es la masa de la materia prima, kg.
Ley de equivalencia másica
La ley de equivalencia másica se basa en la estequiometría, la cual se ocupa de la
combinación de elementos y compuestos. Las relaciones que se obtienen de los
coeficientes numéricos entre un elemento y un compuesto químico son los coeficientes
estequiométricos que permiten calcular la cantidad de sustancia del elemento en
relación con la del compuesto.
( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )
( ) ( )
( ) ( ) ( ) ( ))(
)()()(
)( )(
)( )(
)()( )( )(
m(Elemt(x)g)m(Elemt(x) =×××=
donde:
))(( xElemtm , es la masa del elemento ó compuesto (x) a calcular, kg;
))(( xCompm , es la masa del compuesto ó elemento (x) calculado, kg;
( ))( xElemtMM , es la masa molar del elemento (x), g/átomo;
( ))( xcompMM , es la masa molar del compuesto (x), g/mol.
Ley de conservación de masa
Esta ley dice que la materia ni se crea, ni se destruye, solo se transforma.
))(())(())(( xacumuladamxproductomxMPm += (2.3)
))(( xproductom , es la masa del producto (x), kg;
))(( xacumuladam , es la masa acumulada durante el proceso, kg.
Ley de conservación de energía
La ley de conservación de energía significa que la energía ni se genera, ni se pierde,
solo se transforma.
donde
å ))(( xentradaQ , sumatoria de los calores (x) que entran al proceso, kJ;
26
å ))(( xsalidaQ , sumatoria de los calores (x) que salen del proceso, kJ;
)(xQpå , sumatoria de los calores de pérdidas (x), kJ.
2.4. Metodología para realizar balances de masa y energía del proceso de secado
Los cálculos para los balances de masa y energía para el proceso de secado se
apoyaron fundamentalmente en la ley de contenido de los elementos así como los
cálculos estequiométricos, en la ley de conservación de la masa y de energía.
2.4.1. Balance de masa
Uno de los pasos importante de la metodología de balance es la esquematización del
sistema material, el cual para el caso del horno de tambor rotatorio utilizado para el
proceso de secado se representa en la figura siguiente:
Figura 2.4. Representación esquemática del horno para el proceso de secado
En la figura 2.4, se observa que los principales componentes que se alimentan al
horno son: la materia prima y los gases de combustión del combustible y como
productos son: el producto final, los gases y el polvo.
2.4.1.1. Cálculo del mineral seco
Con el apoyo en los datos de las composiciones química y mineralógica de la mezcla
de mineral y del análisis previo del sistema material, se realiza el primer paso del
establecimiento de la base de cálculo del balance para 1000 kg, a través del cálculo
de la composición de los elementos y compuestos de los minerales de mena seca. El
procedimiento del cálculo consta de los siguientes pasos:
§ Paso 1: Determinar la masa de los compuestos simples: NiO, CoO, CuO, MnO,
27
ZnO, SiO2 libre, Fe3O4.
§ Paso 2: Determinar la masa de la cromo-espenila, a partir de la masa del cromo
que representa en el mineral. Luego, al utilizar la ecuación 2.2 se obtienen la
cantidad másica de los elementos que componen esta fase.
§ Paso 3: Una vez determinada la masa de magnesio en la cromo-espenila, se
realiza el cálculo para determinar la masa del mismo en la serpentina, ya que el
magnesio solo se encuentra en la cromo-espenila y la serpentina.
Posteriormente, se determina la masa de la serpentina según la ecuación 2.1*.
§ Paso 4: Realizar el cálculo para determinar la masa de los demás compuestos
superiores: goethita, gibbsita, halloysita y nontronita. Para obtener los valores
de estas cuatro incógnitas, se establece un sistema de cuatro ecuaciones
matemáticas que representan estequiométricamente las cantidades másicas de
hierro, aluminio, óxido de silicio y agua interna en estos compuestos. Al resolver
el sistema de ecuaciones establecido, se determinan las masas de estos últimos
compuestos superiores y de los elementos en los mismos.
Una vez finalizado el cálculo de los elementos y compuestos en el mineral seco, se
determina la composición racional de los mismos en la materia prima seca.
2.4.1.2. Cálculo del mineral húmedo
El mineral alimentado al horno tiene una humedad entre 26 y 30 %, mientras los
cálculos anteriores se realizaron para el mineral seco, por tanto se necesita determinar
la masa de agua libre contenido en la mena. La expresión para la determinación de la
masa del agua es:
m(H2O): masa de agua libre contenido en el mineral, kg;
w: humedad del mineral inicial, %.
A la tabla de composición racional de mineral seco se agrega la masa del agua libre
28
donde se mantienen fijas las masas de los otros elementos, luego se calcula el
porcentaje de los compuestos correspondientes en el mineral húmedo.
2.4.1.3. Cálculo del combustible (gas natural)
Este cálculo se realiza para un kilogramo de combustible. Primeramente se calcula la
composición racional del combustible y luego se determina la de los gases de
combustión y del aire para la combustión. Teniendo en cuenta que existen dos tipos de
gases durante el proceso de secado, gases tecnológicos y gases de combustión, por
tanto se deben cuantificar por separados, en tablas diferentes y se integran finalmente
en la de gases salientes. La cantidad de combustible se determinará en el balance
energético posteriormente. Luego, se multiplica esta cantidad real de combustible por
la composición de los gases por unidad, se obtiene su composición racional real.
2.4.1.4. Cálculo del polvo
Uno de los objetivos importantes de este proceso es eliminar cierta cantidad de agua
en el mineral inicial, es decir, el producto sólido que está contenido el polvo, sin tener
en cuenta la humedad, tiene la misma composición racional que la del mineral seco
inicial.
En la industria por lo general el contenido de polvo se determina por la cantidad del
mismo retenido en los electrofiltros, con respecto a la cantidad total de los productos
sólidos que salen del horno. La composición de polvo se determina a través del
contenido de elementos y compuestos en el producto final que contiene el polvo.
Según los datos experimentales obtenidos en la práctica, el arrastre de polvo es de
5 % respecto a la masa total de los productos sólidos obtenidos del proceso.
2.4.1.5. Cálculo del producto final
La masa del producto final del proceso se determina de la siguiente forma:
mproducto final = mproducto con polvo - mpolvo
La composición racional del producto final se determina utilizando las ecuaciones (2.1)
y (2.1*).
2.4.1.6. Cálculo de gases salientes del horno de secado
El gas tecnológico del proceso de secado no es más que el vapor de agua generado
por la eliminación de humedad del mineral inicial.
Una vez determinada la cantidad del vapor de agua que sale del horno finalmente, se
integra en la tabla de composición racional real de los productos de combustión.
Luego de obtenida la composición racional de todos los materiales que entran y salen
del proceso se confecciona la tabla general del balance de masa y posteriormente se
realizan los diagnósticos necesarios para evaluar el problema propuesto.
2.4.2. Balance de energía
Al igual que el balance de masa, el de energía puede considerarse como una técnica
fundamental de la ingeniería en general o de la ingeniería metalúrgica en particular. En
este caso, para el balance de energía para el proceso de secado se caracteriza a
través de la figura 2.5.
Figura 2.5. Flujos energéticos del proceso de secado
En la figura 2.5 se observa que el sistema energético de este proceso está,
fundamentalmente, integrado por los índices de entrada y de salida. El acápite de
30
entrada está compuesto por fuentes de energía como: calor de combustión del
combustible, calor físico del combustible, calor físico del aire para la combustión y calor
físico del mineral que entra al horno (sin humedad). Mientras que los índices de salida,
como calores útiles son: calor físico del mineral producto y el calor para el
calentamiento y evaporación del agua, y como calores de pérdidas están las pérdidas
de calor con el polvo, con los gases salientes y al medio ambiente.
El procedimiento de realizar los cálculos para determinar cada uno de estos calores se
muestran a continuación.
XQQ T m ×=1 (2.6)
donde:
QT m: Potencia térmica menor del combustible de trabajo, kJ/kg;
X: Cantidad de combustible, kg.
El valor de la potencia térmica actualizada se obtiene de los datos aportados por el
proyecto Ferroníquel Minera S.A.
·XT(comb)CQ cP2 ×= (2.7)
Tc: temperatura de entrada del combustible, K.
2.4.2.3. Calor físico del aire para la combustión (Q3)
·XT(a).CLQ aPprac3 ×= (8)
31
2.4.2.4. Calor físico del mineral que entra al horno (Q4)
( ) )()(4 MPMPladepromedioMP TCpmQ ××= (2.9)
mMP, es la masa de la materia prima , kg;
TMP, temperatura de la materia prima que entra al horno, (K);
Cppromedio MP, es la capacidad calorífica promedio de la materia prima, kJ/(kg·K), la cual
se calcula mediante la fórmula siguiente:
( ) [ ] ( ) KkgkJKkgkJCp Ci
MP ×= ×
=Þ ×
= å / %
./% 100 %
(2.10)
donde: i representa los distintos compuestos en la materia prima: SiO2, Al2O3,….H2O.
2.4.2.5. Calor físico del mineral producto (Q5)
Q5 = mprod·Cppromedio prod·Tprod (2.11)
donde:
mprod, masa del mineral producto del proceso de secado, kg;
Tprod; temperatura del mineral producto que sale del horno de secado, K;
Cppromedio prod, capacidad calorífica promedio del producto, [kJ/(kg·K)], que se calcula a
través de la fórmula siguiente:
( ) [ ] ( ) KkgkJKkgkJCp Ci
prodpromedio ×= ×
=Þ ×
= å / %
./% 100 %
(2.12)
donde i representa los distintos compuestos en el producto final: SiO2, Al2O3,….H2O.
2.4.2.6. Calor para el calentamiento y evaporación del H2O (Q6)
Q6 = mH2O libre·CpH2O líquida·(Tebull-Tin) + mH2O eliminar·λ (2.13)
donde:
mH2O libre , es la masa de H2O libre en la mena húmeda inicial, kg;
mH2O eliminar, es la masa de H2O libre a eliminar de la mena inicial, kg;
32
CpH2O líquida, es la capacidad calorífica del H2O en forma líquida, kJ/kg·K;
Tebull, temperatura de ebullición del H2O, según Perry’s (7th edition) el valor de esta
temperatura es de 100 ºC ó 373 K;
Tin, temperatura del H2O en la mena inicial, K;
λ, calor específico de cambio de estado, según Chang y Yuzhaninov, (1997) el valor de
este coeficiente es de 2260, kJ/kg.
2.4.2.7. Pérdida de calor con el polvo (Q7)
Q7 = mpolvo·Cppromedio polvo·(Tsal.polvo – 273) (2.14)
donde:
m(polvo), masa del polvo que sale con gases, kg;
T(polvo ), temperatura del polvo que sale del horno, K;
Cppromedio polvo, capacidad calorífica promedio del polvo , kJ/(kg·K), esta se calcula por la
fórmula siguiente:
( ) [ ] ( ) KkgkJKkgkJCp Ci
polvopromedio ×= ×
=Þ ×
= å / %
./% 100 %
(2.15)
donde i representa los distintos compuestos en el polvo: SiO2, Al2O3,….H2O.
2.4.2.8. Calor físico de los gases salientes (Q8)
Q8 = (Vgases comb·X·Cppromedio gases comb + Vgases tecn·Cpgas tecn)·(Tgases sal – 273) (2.16)
donde:
Cppromedio gases comb, capacidad calorífica promedio de los gases de combustión, kJ/m³·K,
esta se calcula por la fórmula siguiente:
( ) [ ] ( ) KmkJKmkJCp Ci
./% 100 %
(2.17)
donde i representa los distintos compuestos en los gases de combustión: CO2,
SO2,….., H2O(v).
Cpgas tecn, capacidad calorífica del gas tecnológico, kJ/m³·K, en este caso el gas
33
tecnológico no es más que el vapor de agua, y su capacidad calorífica es de
1,610 kJ/m³·K, según Chang y Yuzhaninov, (1997).
Tsal gases, temperatura de los gases salientes a la salida del horno, K;
Vgases comb, volumen de los gases de combustión, m³;
Vgas tecn, volumen de los gas tecnológico, m³.
2.4.2.9. Pérdida de calor al medio ambiente (Q9)
Según los datos experimentales del proyecto Ferroníquel Minera S.A, el valor de la
cantidad de calor que se pierde al medio ambiente es de 11 a 14 % respecto al calor
total de entrada, y se determina por la siguiente fórmula:
Q9 = [Qentrada·%(pérdida al MA)]/100 (2.18)
donde:
Qentrada, es la cantidad total de calor que entra al proceso, kJ;
%(pérdida al MA), es el por ciento de pérdida al medio ambiente, %.
2.4.2.10. Determinación del consumo de combustible
Una vez definidos los calores de entrada y salida del sistema, al utilizar la ecuación de
la ley de conservación de energía (ecuación 2.4) se determina la cantidad de
combustible necesario para el proceso. El procedimiento de este cálculo se muestra a
continuación:
=×××+××+×+ (2.19)
En la ecuación 2.19, X es la única incógnita. Por lo tanto, al despejar X se obtiene la
cantidad real de combustible que se necesita para el proceso de secado.
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2.5. Metodología de realizar balances de masa y energía para el proceso de tostación reductora
Los cálculos para los balances de masa y energía para el proceso de de tostación
reductora se basaron fundamentalmente en la ley de contenido de los elementos así
como los cálculos estequiométricos, en la ley de conservación de la masa y de
energía.
2.5.1. Balance de masa
Después de haber obtenido el producto final del proceso de secado, el mismo es
alimentado al proceso de tostación reductora, por lo tanto la composición racional del
mineral que entra al proceso es la misma del producto seco.
2.5.1.1. Cálculo del carbón reductor
Según los resultados experimentales de la práctica industrial, resulta que para lograr
una mejor reducción, la cantidad práctica del carbón reductor a utilizar es de 4 a 5 %,
respecto a la masa del mineral alimentado, por lo tanto, la masa de carbón reductor se
determina por la ecuación siguiente:
mcarbón reductor = [%(carbón reductor)mmineral alimentado]/100
Para determinar la composición racional del carbón reductor se utilizan la ecuación
(2.1*).
2.5.1.2. Cálculo del combustible El procedimiento de cálculo de la composición racional del combustible para el proceso
de tostación se realiza de la misma manera que el del proceso de secado.
2.5.1.3. Cálculo del polvo
A partir de los datos obtenidos del análisis de composición química del polvo que sale
del horno, se determina la composición racional de polvo que se arrastra por los gases
en cada zona tecnológica del horno. Luego se integran en una tabla la cual muestra la
composición racional del polvo final.
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Teniendo en cuenta el orden de las reacciones que ocurren durante el proceso, el cual
es planteado de acuerdo con los cálculos termodinámicos y la cinética de las
transformaciones físico - químicas durante este proceso.
Según los resultados obtenidos en la práctica para el proceso de tostación reductora,
el arrastre de polvo es 15 % con respecto a la masa total de la mezcla del mineral con
el carbón reductor.
2.5.1.4. Cálculo del producto final
Para determinar la masa del producto final del proceso se utiliza la siguiente expresión:
mproducto final = mproducto con polvo - mpolvo
La composición racional del producto final se determina utilizando las ecuaciones (2.1)
y (2.1*).
2.5.1.5. Cálculo de los productos gaseosos
Los gases tecnológicos del proceso son los gases productos de las reacciones de
oxidación, disociación y reducción. Una vez determinada la composición racional de
estos, se integra en la tabla de composición racional real de los productos de
combustión, los cuales se calculan según las ecuaciones (2.1), (2.1*) y (2.2).
Finalmente se confecciona la composición racional de todos los materiales que se
alimentan y se obtienen del proceso y se elabora la tabla general del balance de masa.
2.5.2. Balance de energía
De la misma característica que el balance de energía realizada para el proceso de
secado, los calores de entrada y salida del proceso de tostación reductora son los
mismos que los del proceso anterior, sólo se tiene en cuenta el calor de las reacciones
exotérmicas y endotérmicas en el índice de los calores de salida.
Se plantea la ecuación para determinar el calor de las reacciones exotérmicas y
endotérmicas, a partir de la siguiente expresión:
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donde:
ms: es la masa del compuesto reaccionante que participa en la reacción, kg;
MMs: masa molar del compuesto reaccionante que participa en la reacción, kg/mol;
ΔHrs: variación de la entalpía de la s-ésima reacción exotérmica y/o endotérmica,
k/mol, esta variación se calcula según la ecuación de Kirchoff del Matos, R (1990).
(2.21)
donde: 0 298HD , variación de la entalpía de las reacciones endotérmicas en condición normal,
kJ;
PCD , variación de la capacidad calorífica de las reacciones exotérmicas y/o
endotérmicas, kJ/mol·K.
La determinación de la cantidad de combustible que se necesita para este proceso es
similar a la del proceso de secado, pero además se agregan el calor de las reacciones
exotérmicas al miembro izquierdo y el de las reacciones endotérmicas al miembro
derecho de la ecuación 2.19.
Conclusiones del capítulo
Ä Como resultado de la caracterización de los materiales empleados se
establecieron las bases para el desarrollo de los balances de masa y energía en
los procesos de secado y tostación reductora de la tecnología de producción de
ferroníquel en Moa.
Ä La metodología escogida para la realización de los balances de masa y energía,
estuvo acorde con las utilizadas por otros investigadores, la cual garantiza
adecuadamente el tratamiento del problema planteado.
òD+D=D T
CAPÍTULO 3. ANÁLISIS Y DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS
En el capítulo se contabiliza mediante la aplicación del análisis de los balances de
masa y energía, alcanzar en los cálculos el mayor acercamiento a las condiciones
reales de explotación de las plantas de secadero y tostación reductora en el proyecto
Ferroníquel en Moa.
Es importante destacar que mientras más precisión se requiera en el modelo, más
complejo se tornará el mismo, por lo que es necesario definir su nivel de exactitud, el
cual depende de las concepciones generales que se emplearán en los balances, ya
que por la complejidad del proceso se despreciaran fases y se asumirán las
transformaciones de minerales muy complejos, de los cuales es muy difícil definir sus
interacciones reales, en este caso se encuentran la nontronita, la halloysita y la
serpentina. Con todos estos juicios y concepciones precisas se podrán llegar a
conclusiones importantes sobre los balances de masa y de energía para los procesos
de secado y tostación reductora, y luego determinar la norma de consumo de gas
natural como combustible en cada proceso estudiado.
3.1. Proceso de secado
3.1.1. Resultados del balance de masa para el proceso de secado
Los cálculos del balance de masa para el proceso de secado se realizaron para
1000 kg de mena seca alimentada. Los resultados de este balance utilizando el gas
natural como combustible en el secadero, se detallan a continuación.
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3.1.1.1. Cálculo de la mena seca
A emplear el procedimiento planteado en el epígrafe 2.4.1.1, se realizaron los cálculos
para determinar la composición racional de los elementos y compuestos en la mena
alimentada, la cual se muestra en la tabla 3.1.
Tabla 3.1. Composición racional de la mena seca utilizada, en base a 1000 kg de
mena alimentada
En esta tabla se observa que el mayor contenido que hay en la mena seca es de SiO2,
y las fases mineralógicas de mayor significación y predominio son: la serpentina, la
goethita y la nontronita. Además, el agua interna en el mismo es de 12 %, el cual será
eliminado en la zona de calentamiento del horno de tostación reductora.
3.1.1.2. Cálculo de la mena húmeda
Una vez obtenido los resultados de la composición racional de la mena seca, se
determinan la cantidad de agua libre y luego se integra en la tabla 3.1. Los resultados
del cálculo de la composición racional de la mena húmeda alimentada se ilustran en la
tabla 3.2.
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Tabla 3.2. Composición racional de la mena húmeda, utilizada en los cálculos
Estos resultados muestran que el porcentaje del agua libre en la mena es de
26 %, considerada la humedad inicial de la mena procesada, mientras que la cantidad
de mena húmeda a procesar es de 1351,1351 kg.
3.1.1.3. Cálculo del producto final del proceso de secado
El proceso de secado tiene como objetivo principal de reducir la humedad de la mena
alimentada hasta un 20 %, por tanto resultó necesario calcular la cantidad de agua
libre a eliminarse de la mena inicial.
Durante el proceso no tuvieron lugar las transformaciones químicas de la fase sólida
en la mena procesada, por lo tanto, la composición racional de los productos sólidos
sin humedad es la misma de la mena seca inicial.
Una vez determinada la cantidad de agua libre en los productos sólidos, se obtuvieron
los resultados de la composición racional de los mismos, la cual se muestra en la tabla
3.3.
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Tabla 3.3. Composición racional del producto sólido que contiene el polvo
Los resultados mostrados en la tabla 3.3 demuestran que la cantidad del agua libre en
el producto es de 20 % y la composición de los demás elementos y compuestos es la
misma que la de la mena alimentada, es decir, que durante el proceso solo se eliminó
6 % de agua libre en la mena inicial. Por lo tanto, disminuye la cantidad de polvo que
se arrastra por los gases salientes del horno durante el proceso
La composición racional del producto final calculado, teniendo en cuenta el porcentaje
de polvo que se arrastró con los gases salientes fue de 5 % con respecto a la cantidad
de productos sólidos que salen del horno de secado, la cual se muestra en la tabla 3.4.
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Tabla 3.4. Composición racional del producto final del proceso de secado
Los resultados muestran que para el proceso de secado al alimentar 1351,351 kg de
mena húmeda se obtiene 1187,500 kg del producto final, el cual aún posee 20 % de
humedad, y es adecuado para alimentar al horno de tostación reductora.
3.1.1.4. Cálculo del polvo de salida del secadero
Una vez calculado la cantidad de polvo arrastrado por los gases salientes del proceso
de secado, se obtuvo la composición racional del polvo, la cual puede observarse en la
tabla 3.5:
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Tabla 3.5. Composición racional del polvo que sale del proceso de secado
Los resultados mostrados en la tabla 3.5 demuestran que el polvo que sale con los
gases tiene la misma composición racional que el producto final, lo que exige de su
recirculación al mineral de alimentación al proceso de trituración secundaria diseñada
para la planta.
3.1.1.5. Cálculo del combustible (gas natural)
Para el cálculo se utilizó un kilogramo de gas natural como combustible y a partir de
esta cantidad se obtuvo la masa real de aire para la combustión, así como los gases
de este proceso. Los resultados obtenidos se muestran en la tabla 3.6.
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Tabla 3.6. Balance material para la combustión de un kilogramo de gas natural,
empleado como combustible para el proceso de secado
Se observa en la tabla 3.6 que para la combustión de un kilogramo de gas natural, se
necesita 17,748 kg de aire y se generan 18,784 kg de gases de combustión.
El balance de energía obtenido como resultado de la combustión de un kilogramo de
gas natural, permitió comprobar que el consumo del gas natural durante el proceso de
secado es de 10.513 kg. En el caso del uso de carbón como combustible el consumo
es de 17,642 kg. Los resultados del balance material para la combustión de 10,513 kg
de gas natural se ilustran en la tabla 3.7.
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Tabla 3.7. Resultados del balance material para la combustión de 10,513 kg de gas
natural, durante el proceso de secado
Como resultado del análisis de estos cálculos es importante prestar atención a la
cantidad de dióxido del carbono y de vapor del agua generado en los gases de
combustión, ya que estos son indeseables, tanto desde el punto de vista tecnológico
como ecológico.
3.1.1.6. Cálculo de los gases salientes del secadero
La cantidad de los gases salientes se determinó sumando los gases de combustión y
los del agua eliminada en forma de vapor. Los resultados del cálculo de la composición
racional de los gases salientes del horno de secado se muestran en la tabla 3.8.
Tabla 3.8. Composición racional de los gases salientes del proceso de secado
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Como se ilustra en la tabla 3.8 el nitrógeno y el vapor de agua son los gases salientes
que poseen los mayores porcentajes. A pesar de estos gases no son nocivos para el
medio ambiente, desde el punto de vista tecnológico, pero el vapor de agua es
perjudicial, ya que al salir del horno este vapor es posible condensarse e influye
negativamente en el sistema de captación de polvo.
Por otra parte, el dióxido de azufre es un gas contaminante, pero solo representa un
0,00017 % en el volumen total de los gases salientes, mientras que al emplear carbón
bituminoso como combustible, la concentración de este gas se incrementa en un
0,01 %, lo que resulta ser alrededor de sesenta veces mayor que el anterior.
Los resultados de los cálculos correspondientes al balance de masa, para 1351,351 kg
de mena húmeda alimentada, fueron integrados en la tabla siguiente:
Tabla 3.9. Tabla general del balance de masa para el proceso de secado
A partir de los resultados mostrados en la tabla 3.9, se concluye que al alimentarse
1351,351 kg de mena húmeda al proceso de secado se necesita 10,513 kg de gas
natural como combus